김종현
(Jong-Hyun Kim)
1
한유정
(You-Jung Han)
2
김철
(Chul Kim)
3
홍희기
(Hiki Hong)
4†
-
경희대학교 기계공학과 대학원 박사
(Ph.D., Department of Mechanical Engineering, Graduate School of Kyung Hee University,
Yongin, 17104, Republic of Korea)
-
경희대학교 기계공학과 대학원 석사과정
(Master's Course, Department of Mechanical Engineering, Graduate School of Kyung Hee
University, Yongin, 17104, Republic of Korea)
-
경희대학교 기계공학과 겸임교수
(Adjunct Professor, Department of Mechanical Engineering, Kyung Hee University, Yongin,
17104, Republic of Korea)
-
경희대학교 기계공학과 정교수
(Professor, Department of Mechanical Engineering, Kyung Hee University, Yongin, 17104,
Republic of Korea )
Copyright © 2016, Society of Air-Conditioning and Refrigeration Engineers of Korea
Key words
계간 축열(Seasonal thermal energy storage), 변유량제어(Variable flow rate control), 변위치 제어(Variable position control), 태양열 시스템(Solar thermal system), 결합된 제어(Combined control)
1. 서론
최근 지역난방은 스팀을 열원으로 한 1세대부터 100℃ 내외의 가압 중온수를 열원으로 한 3세대를 거쳐 50~60℃의 저온수를 열원으로 한 4세대
저온지역난방 시대로 접어들고 있다.
(1) 4세대 저온지역난방은 바이오 매스, 태양열, 태양광, 지열과 같은 저온의 미활용 열원과 재생에너지를 이용할 수 있기에 친환경적이고 저에너지 건물
및 고단열성 열수송관 적용으로 열수요와 열손실을 줄일 수 있는 장점을 갖고 있다. 유럽은 2009년부터 유럽연합의 지원으로 태양열을 열원으로 한 지역난방(SDH
: Solar District Heating) 프로젝트를 활발히 수행해 오고 있는 반면 국내는 2014년부터 친환경에너지타운 시범사업(홍천, 광주,
진천)을 시작으로 스마트시티 구축 프로젝트를 준비하는 단계에 있다.
태양열 지역난방의 태양열의존율을 높이기 위해서는 획득된 태양열에너지를 열에너지 수요가 적은 하절기 동안 저장한 후 수요가 많은 동절기 내내 활용하는
방식의 계간 축열 기술이 필요하다. 이러한 축열조내의 성층화 유지는 집열기 입구온도를 낮춰 집열효율을 높이고 축열조 상부온도를 높여 가용에너지를 증가시켜
전체 시스템의 성능 향상을 가져온다.
(2)
성층화 유지 방법으로 성층화 기구를 이용하는 것이 일반적이다. 성층화 기구인 분배기(distributor)와 확산기 (diffuser)를 큰 규모의
계간축열에 적용할 경우 성층화 유지 효과는 볼 수 있으나 관리비용이 소요되고 유지관리가 힘들며, 구조가 복잡하기 때문에 실제 현장 적용에 큰 어려움이
있다. 또한 선행연구
(3,4)에서 소형 축열조에 분배기를 적용한 성층화 유지에 관한 연구를 수행한 결과 분배기의 홀 직경, 간격이나 유량이 변화 하는 경우 최적값을 찾는 것이
용이하지 않았다. 이러한 소형시스템에서도 많은 시행착오를 통해 최적조건을 찾은 만큼 계간 축열에 적용되는 대형 축열조의 경우 성층화 기구의 수량 증가뿐만
아니라 해석과 시행착오를 통한 최적 설계는 매우 힘들다.
본 연구에서 유지관리와 적용이 용이하고 계간 축열에서 부하가 본격적으로 공급되는 동절기 동안(10월~ 2월) 발생하는 성층화를 유지하는 방법으로 변유량과
변위치가 결합된 제어를 제안하고 두 제어의 조합에 대한 모형실험(집열기 4 m
2, 축열조 용량 : 2.7 m
3)과 TRNSYS를 이용한 시뮬레이션으로 각각의 효과와 성능을 비교 분석하였다. 또한 스케일업(Scale up)한 시뮬레이션으로 제안된 기술이 계간
축열 시스템(집열기 면적 1,600 m
2, 축열조 용량 4,200 m
3)의 대형 축열조(Tank Thermal Energy Storage, TTES)에 미치는 영향과 성능을 예측해 보았다.
2. 모형실험
2.1 실험장치 구성
Fig. 1에 실험장치의 개략도를 나타내었다. 실험을 위한 태양열 계간 축열 시스템은 판형열교환기를 중심으로 1차측(집열부)과 2차측(축열부)으로 구성하였다.
집열부 구성은 평판형 집열기, 판형열교환기, 볼밸브, 유량계와 순환펌프로 집열매체(Propylene Glycol 40%+Water 60%)가 흐르며
열에너지를 획득하고 축열부는 축열조, 볼밸브, 유량계, 순환펌프와 판형열교환기로 축열매체인 물이 순환하며 축열조에 열에너지를 저장한다.
Fig. 1. Schematic of seasonal solar thermal system with heat exchanger.
실험에 사용된 집열기는 이중투과체 평판형 집열기로 면적은 4 m
2(2 m
2×2장), 정남향, 경사각 35°로 일사계(Sensitivity : 7 μV/W·m
2, Model : MS-602, EKO사)와 함께 설치하였다. 축열조는 상부의 뚜껑이 열리는 개방형으로 용량은 2.7 m
3(내경 1.2 m, 높이 2.4 m)이며 보온을 위해 50 mm 두께의 우레탄 발포재가 충전되었다. 축열조 내부의 가열 및 상․하부 온도층 형성을
위해 2.5 kW 용량의 전기히터 2개(가열지점 : 상부에서 하부방향으로 1.2 m와 2.4 m지점)를 설치하였다. 축열조 내부 온도 측정은 하부
10 cm 지점부터 상부방향으로 30 cm 간격으로 총 8개소 설치하였고 측정 센서는 K-type 열전대를 이용하였다. 집열과 축열매체의 최대 순환
유량은 집열기 시험성적서의 시험유량과 유사한 단위 집열면적당 약 1 L/m
2를 기준으로 선정하였다. 유량 설정과 제어는 볼밸브와 인버터를 이용했으며, 전자식 유량계(오차 ±1.5%, 유량범위 : 1~10 lpm)를 설치하여
유량을 계측하였다. 열교환기는 30,000 kcal/h 용량의 판형열교환기(Size : 193×83×64 mm)를 적용했으며, 1차측과 2차측 입․출구
배관 연결은 대향류가 되도록 설치하였다.
실험데이터는 온도(12개), 유량(2개), 일사량(1개)을 데이터 수집장치(NI device, 온도 NI 9213, 유량 및 일사량 NI 9205)를
이용하여 획득하였고 수집된 데이터는 3초 간격으로 컴퓨터에 저장되도록 구성하였다.
2.2 제어방법
실험에 적용된 제어는 차온, 변유량, 변위치 방식이다. 제어 출력 지연시간은 5분으로 설정하여 제어 동작이 적용된 시점부터 5분 뒤의 값에 의해 제어가
되도록 하였다. 이는 운전 중 배관 및 열교환기 등에 충분한 열전달이 이루어지도록 하기 위함이다.
2.2.1 차온제어
집열운전은 차온제어를 기반으로 하고 있다. 제어점은 집열기 출구(△T
∞)와 축열조 하부(△T
sb)이며, 제어조건은 두 값의 차(△T=△T
∞-△T
sb)이다. 집열운전을 위한 펌프 동작은 △T
on 20 K이면 운전, △T
off 4 K일 때 정지되도록 설정하였다. 설정값은 다양한 실험적 경험에 의해 결정되었으며, 차온제어 설정치는 본 연구의 대상이 아닌 관계로 위의 두 값은
고정된 조건에서 실험을 수행하였다.
2.2.2 변유량 제어
실험에 적용된 변유량 제어는 축열조 상부(△T
st)보다 축열조 유입온도(△T
si)가 낮으면 온도역전이 발생하는데, 유량을 줄여 유입온도를 높이는 방식으로 차온 제어를 기반으로 하나 제어점은 집열기 출구와 축열조 상부 온도차를
이용한다.
제어방법은 △T
s(=△T
si-△T
st)에 대한 하한값(0 K)과 상한값(5 K)을 설정하고 △T
s가 하한값보다 작으면(△T
s 0 K) 유량을 10%씩 감소, 하한값과 상한값 사이면(0 K
△T
s 5 K) 이전 시간과 동일한 유량을 유지하나 상한값보다 크면(△T
s 5 K) 10%씩 증가시킨다.
Fig. 2에 변유량 제어방식 로직을 보였다.
Fig. 2. Variable flow rate control logic keeping stratification.
변유량 제어 로직은 LabVIEW상에 구현하였고 운전 중 설정조건에 의한 출력값(출력범위 : 1~10 V)은 인버터(주파수 0~60 Hz)로 전달되어
펌프의 회전수를 조절해 가며 유량을 제어하였다. 펌프의 안정적인 운전을 위해 최소 유량은 최대 유량의 30~40%로 설정하였다. 이와 같은 변유량
제어 로직은 다양한 실험을 통한 경험적인 알고리즘을 적용한 것이다.
2.2.3 변위치 제어
변위치 제어는 축열조의 입구를 2개소 이상으로 하여 온도역전이 발생하면 삼방향밸브를 이용하여 유체의 유동 방향을 바로 아래쪽 입구로 변경하는 방식이다.
Fig. 1은 2개소 변위치 제어(2VP)이며, 상부에 한 군데만 들어오면 정위치제어(1VP)이다. 제어방법은 △T
s에 대한 하한값(0 K)과 상한값(2 K)을 설정하고 △T
s가 하한값보다 작으면(△T
s 0 K, 변위치 : 중앙)
Fig. 1에 나타낸 삼방향밸브는 AB → B방향으로 개방, 하한값과 상한값 사이면(0 K
△T
s 2 K) 동일한 유로를 유지하나 상한값보다 크면(△T
s 2 K, 정위치 : 상부) 삼방향밸브는 AB → A방향으로 개방되어 열교환된 축열매체를 내부로 유입시키는 방식이다.
2.3 실험방법
실험은 차온제어를 기반으로 한 ①변유량의 정위치(변유량 제어), ②정유량의 변위치(변위치 제어)와 ③변유량․ 변위치(결합된 제어) 제어 방식으로 총
3가지에 대한 실험을 각각 수행하였다. 이때, 정유량은 약 4 lpm의 최대유량을 갖도록 설정하였다. 각각의 제어방식에 대한 성층화 유지 정도를 측정하기
위하여 축열조 내부의 상·하부 온도차는 25 K 이상 차이가 나도록 실험 전날 내부 히터를 이용하여 가열하였고 충분한 시간을 주어 온도층이 안정된
상태에서 실험을 수행하였다.
2.4 실험 결과
2.4.1 변유량 제어 실험 결과
Fig. 3에 변유량 제어 실험 결과(2017년 3월 15일)를 나타내었다. 변유량 제어의 1일 축열매체 총 순환량은 약 675 L로 전체 축열조 용량의 약
25% 수준이었다. 일사량은 94.1 MJ, 집열량은 36.3 MJ, 축열량은 27.9 MJ로 집열량의 약 76%가 축열조로 저장되었고 열교환기와
배관 등에서 약 24%의 열손실이 발생하였다.
Fig. 3. Experimental result of variable flow rate control (2017. 3. 15).
최초 운전은 9시 28분경 차온 제어에 의해 1회 운전 및 정지하고 9시 50분부터 차온과 변유량 제어에 의해 연속운전되었다. 운전 초기(A 구간)는
축열조 유입온도(△T
si)가 상부온도(△T
st)보다 낮아 유량은 5분 간격으로 10%씩 감소하다 10시 20분부터 최소 유량인 약 33%(1.3 lpm)의 수준으로 17시 10분까지 연속 운전되었다.
상부영역(△T
st(=s8), △T
s7, △T
s6, △T
s5)은 정오까지 낮은 유입온도로 인한 혼합현상으로 약 4.8 K 하락(71.2℃ → 66.4℃, 12시 35분)하였고 이후 약 1시간 반 동안 유입온도가
상부온도보다 약간 높은 안정된 구간(B구간)을 보인 후 다시 낮은 유입온도로 인해 상부온도는 약 2.4 K 더 하락(18시 기준)하였다. 반면, 하부영역은
하향 피스톤 흐름(Piston flow)으로 1일 순환용량에 해당되는 △T
s4와 △T
s3은 상부영역 온도까지 상승하였다.
유량 감소로 인한 열교환기 1차측과 2차측의 입․출구 최대 온도차는 정오시간으로 1차측(△T
co-△T
ci)은 약 21 K, 2차측(△T
si-△T
so)은 약 16 K로 정압비열이 큰 2차측(C
p = 4.18 kJ/kg․K)이 1차측(C
p = 3.7 kJ/kg․K)보다 약 5 K 작은 값을 보였다.
1일 운전 결과 유입온도가 상부온도보다 높은 시간대는 13시 전․후로 일사가 가장 좋은 시간대이며, 그 온도차는 0.5 K로, 약간 높은 수준인 상한값
5 K를 충족하지 못하였다.
2.4.2 변위치 제어 실험 결과
Fig. 4에 변위치 제어 실험 결과(2017년 3월 14일) 그래프를 나타내었다. 여기서, 삼방향밸브 신호가 “0”이면 상부(정위치)로 “1”이면 중앙(변위치)을
나타낸다. 변위치 제어의 경우 1일 축열매체의 총 순환량은 약 1,800 L로 축열조 전체 용량의 약 66% 수준이다. 일사량은 98.4 MJ, 집열량은
48.4 MJ, 축열량은 43.1 MJ로 집열량의 약 90%가 축열조로 저장되었고 약 10%의 열손실이 발생하였으나 변유량보다 15.2 MJ(35%
= (43.1-27.9)/43.1 MJ) 더 많은 축열량을 보였다.
Fig. 4. Experimental result of 2-stage variable position control(2017. 3. 14).
최초 운전은 9시 26분에 시작되어 16시 35분에 정지되었으며, 유량은 정유량(최대 유량)으로 공급되었다. 운전 초기 삼방향밸브의 방향은 축열조
유입온도가 상부온도보다 낮아 변위치의 AB → B 방향으로 개방된 상태로 축열매체는 축열조 중앙으로 유입되고 하부에서 유출되었다.
축열조 상부영역의 △T
st(=s8), △T
s7과 △T
s6은 운전 내내 큰 변화 없이 일정한 기울기로 서서히 감소하는 현상을 보인 반면(67.8℃ → 65.3℃, 8시간 동안 2.5 K 감소), 하부영역은
낮은 유입 온도로 인해 △T
s5는 급격히 하락하고 △T
s4, △T
s3, △T
s2, △T
s1은 서서히 상승하여 운전 종료 시점에 △T
s1을 제외한 △T
s5, △T
s4, △T
s3, △T
s2 모두 유입온도까지 상승하였다.
정유량 운전으로 열교환기 1차측과 2차측의 최대 온도차는 각각 10 K, 8 K로 변유량에 비해 1/2수준의 온도차를 보였고 축열조 유입온도는 상부온도보다
많이 낮아(약 12 K 낮음) 정위치로 복귀하는 상한값을 충족하지 못하였다.
2.4.3 변유량·변위치 제어 실험 결과
Fig. 5에 결합된 제어 실험 결과 그래프를 나타내었다. 축열매체 총 순환량은 약 671 L로 전체 축열조 용량의 약 25% 수준이고 획득열량은 일사량 91.1
MJ, 집열량 35.5 MJ, 축열량 25.6 MJ로 집열량의 약 72%가 저장되었다.
Fig. 5. Experimental result of 2-stage variable position control with variable flow rate(2017. 3. 16).
운전 초기는 변유량 제어와 유사하게 1회 운전 및 정지 후 10시부터 16시 53분까지 연속운전 상태를 보였고 삼방향밸브의 방향은 변위치 제어와 동일한
변위치 상태였다.
연속운전 초기(A 구간)의 유량감소는 변유량 제어와 동일하였고 10시 30분부터 16시 53분까지 최소 유량으로 운전되었다. 상부영역의 △T
st(=s8), △T
s7과 △T
s6은 변위치 제어와 동일하게 큰 변화 없이 일정한 기울기의 온도변화(72.3℃ → 69.5℃, 8시간 동안 2.8 K 감소)를 보였다. 축열조 중간지점의
△T
s5는 유입 온도의 변화로 인해 서서히 하락하다 상승하는 현상을 보이며 유입온도의 변화에 영향을 받는 양상을 보였다.
운전중 열교환기 1차측과 2차측의 최대 온도차는 각각 21 K, 15 K로 변유량 제어와 유사한 결과를 보였으며, 결합된 제어의 상한값 모두 충족하지
못했다.
2.4.4 성층화 지수를 이용한 실험 결과 비교
성층화가 잘 유지되면 축열조의 가용에너지의 증가로 이어지며, 성층화 유지 정도를 표현하는 방법은 다양하게 제시되었는데,
(5) 본 연구에서는 Wu and Bannerot의 평균제곱편차법(mean square deviation method)
(6)에서 제안하는 성층화계수 ST 및 성층화지수 R
TS를 사용하여 평가하기로 한다.
식(1)의 ST는 성층화계수, m
store는 저장소 내 매질의 질량, N은 저장소를 수평층으로 나눈 간격의 수, i는 저장소 내 i번째 수평층, T
i는 i번째 수평층의 온도, T
avg는 저장소 내 열에너지의 질량 가중 평균 온도이며,
식(2)의 ST
t는 t시간 경과 후, ST
i는 초기의 성층화계수를 나타낸다. 여기서, 성층화지수 R
TS가 1이면 완전 성층을, 0이면 완전혼합을 의미한다.
(3)
Fig. 6에 3가지 실험에 대한 성층화지수 비교 그래프를 나타내었다. 변유량(VF : Variable Flowrate) 제어와 변위치(VP : Variable
Position) 제어를 비교한 결과 운전 초기(9∼12시)의 성층화지수는 변위치 제어가 더 높았으나 (12시 : VF 0.55, VP 0.68)
운전 종료시점의 성층화지수는 비슷한 결과(17시 : VF 0.31, VP 0.3)를 보였다. 1일 축열조 유입 및 유출량이 비슷한 변유량 제어와 결합된(VF+VP)
제어를 비교한 결과 결합된 제어는 변유량 제어보다 운전 내내 높은 수치를 나타내며 성층화 유지에 더 효과적임을 보였다.
Fig. 6. Comparison of stratification index between several control methods.
Fig. 3에서 운전 초기(10~12시)와 후기(14~17시)의 축열조 상부와 유입온도의 차이가 유사하게 감소와 증가를 보이지만
Fig. 6의 A, B, C구간의 성층화지수 기울기는 큰 차이를 보였다. 그 이유는 유입 유량 및 유속의 영향으로 운전 초기 A구간의 유량은 100~40%로
감소하면서 약 30분 동안 큰 유량으로 순환된 반면, 운전 후기의 B와 C구간은 40% 수준의 낮은 유량으로 순환되었기 때문이다. 즉, 유입 유량과
유속이 클수록 성층화가 잘 깨지는 것을 알 수 있다.
3. 시뮬레이션
3.1 시뮬레이션 모델링
태양열 실증실험의 난점인 기상조건(일사량, 외기온도, 풍속 등)의 불일치로 동일한 조건에서의 성능 비교가 힘들기 때문에 TRNSYS를 이용한 시뮬레이션으로
변유량과 변위치 제어의 조합에 대한 성능 비교를 수행하였다.
본 연구의 시뮬레이션은 동적 해석을 위해 개발된 상용코드인 TRNSYS(ver.17)를 이용했으며, 적용 컴포넌트와 입력값의 세부 제원은
Table 1에 나타내었다.
Table 1. System specification for simulation
|
Type 832(Collector)
|
aperture area(mm2)
|
4
|
|
optical efficiency
|
0.7075
|
|
linear heat loss coefficient(W/mm2·K)
|
2.5804
|
|
quadratic heat loss coefficient(W/mm2·Km2)
|
0.0087
|
|
tilt(°)
|
35
|
|
effective heat capacity(kJ/mm2·K)
|
10
|
|
incidence angle modifier coefficient
|
0.4613
|
|
Type 3b(Pump)
|
1st maximum flow rate(kg/hr)
|
231
|
|
2nd maximum flow rate(kg/hr)
|
248
|
|
Type 91b(Heat exchanger)
|
heat exchanger effectiveness
|
0.45
|
|
Type 534(Storage tank)
|
number of tank nodes
|
24
|
|
tank volume(mm3)
|
2.7
|
|
tank height(m)
|
2.4
|
|
edge loss coefficient for nodes(W/mm2·K)
|
0.56
|
|
bottom loss coefficient(W/mm2·K)
|
2.78
|
|
additional thermal conductivity(W/m2·K)
|
2.78
|
Data Reader Type 9c를 통하여 대한설비공학회의 서울지역 표준기상데이터(외기온도, 절대습도, 수평면 전일사량)를 입력하고 일사량 처리는
Type 16a를 거쳐 집열기 Type 832로 연결된다. Type 91b는 열교환기 컴포넌트로 실험을 통해 계산된 평균 유용도(ε = 0.45)를
입력하여 열교환기 성능을 구현하였다. Type 534는 축열조 컴포넌트로 실험에 사용된 축열조와 동일한 크기, 체적과 입․출구 위치를 갖도록 했으며,
내부는 24개의 노드로 나누어 성층화된 축열조로 모델링하였다. Type 3b는 순환펌프로서 0~1의 입력신호에 따라 유량이 선형적으로 변한다. 즉,
0일 경우 펌프는 정지(0%)하고 1이면 정상유량(100%)으로 작동하게 된다.
집열 운전을 위한 차온제어는 Type 2b를 이용하여 펌프(Type 3b)를 운전(△T
on = 20 K)하고 정지(△T
off = 4 K)되도록 설정하였다. 실험과 동일한 삼방향밸브를 이용한 변위치 제어 기능은 Type 11f와 Type 2b 컴포넌트로 구현하였고 설정값은
실험과 동일한 는 0 K와 2 K를 각각 입력하였다. 변유량 제어는 상용코드인 EES (Engineering Equation Solver)를 이용하여
제어로직을 코딩한 후 TRNSYS의 calling external programs 컴포넌트인 Type 66b로 불러 입․출력값을 각각의 구성요소에
연결하였고 설정값은 실험과 동일한 △T
s는 0 K와 5 K를 각각 입력하였다.
Fig. 7에 결합된 제어의 시뮬레이션 구성을 보였다.
Fig. 7. Simulation studio screen of TRNSYS with variable flowrate/position control.
3.2 시뮬레이션의 검증
시뮬레이션의 적합성을 평가하기 위해 각각의 제어 모드를 TRNSYS로 모델링하고 이를 실증실험 결과와 비교하였다.
Fig. 8은 2017년 3월 16일 결합된 제어의 시뮬레이션 결과로 실증실험의 시간당 일사량 및 평균 외기온도를 입력 정보로 주었으며, Time step은
0.1 h로 계산하였다.
Fig. 8. Simulation result of variable flow rate and variable position control Tst(Ts8= node 3(2.2 m), Ts7= node 6 (1.9 m), Ts6= node 9(1.6 m), Ts5= node 12(1.3 m), Ts4= node 15(1 m), Ts3= node 18(0.7 m), Ts2= node 21 (0.4 m), Ts1= node 24(0.1 m)).
시뮬레이션 결과
Fig. 5의 실험 결과와 동일한 유량 감소(A구간)현상과 축열조 중간 온도층(T
s5)의 온도 하강(B구간) 현상은 제어가 정상적으로 적용됨을 나타낸다. 축열조 상부와 하부의 온도변화와 T
s5의 급격한 하강(B)과 T
si를 따라 상승하는 현상(C)이나 시간 경과에 따른 T
s4의 상승 현상(D)은 실험과 매우 유사한 경향을 보였다. 집열기 입․출구와 축열조 입․출구의 온도 변화도 실험과 유사한 경향을 보였으나 온도차의 경우
1차측은 17.1 K, 2차측은 14.3 K로 실험보다 다소 작은 차이를 보였다. 이러한 이유는 실험과 시뮬레이션의 펌프 출력 형태에 따른 결과로
출력을 10%씩 감소할 경우 실험은 비선형(최저 유량 : 1차측 1.2 lpm, 2차측 1.38 lpm)으로 감소하는 반면 시뮬레이션은 선형(최저
유량 : 1차측 1.54 lpm, 2차측 1.65 lpm)으로 감소하게 된다. 즉, 여기서 발생하는 유량차가 온도차에 영향을 준 것이다.
실험과 시뮬레이션의 T
s5와 같은 축열조 내부의 온도 불일치가 발생하게 되는데 이러한 이유는 시뮬레이션은 노드간의 에너지밸런스에 의한 계산으로 노드 평균값을 나타내기 때문에
실제 실험에서의 유동 현상에 의한 온도를 정확히 반영하지 못한 결과이다.
Fig. 9에 시뮬레이션의 성층화지수 비교 결과를 나타내었다. 실험결과와 비교시 운전 초기 변유량 제어의 급격한 성층화지수 하락 현상(A)과 결합된 제어의 13~14시의
기울기 변화 현상(B)이나 변위치 제어의 일정한 기울기의 감소 현상도 실험과 유사한 경향을 보였다. 운전 종료시점의 성층화지수도 결합된 제어의 경우
시뮬레이션이 실험보다 다소 낮게 나왔으나 변유량 제어와 변위치 제어는 유사한 결과를 보였다.
Fig. 9. Simulation result of the stratification index.
실험에서 발생한 운전 초기 집열기의 급격한 온도 하강에 의한 순환펌프 동작 및 정지 현상은 시뮬레이션에서는 나타나지 않았으나, 온도 변화 및 성층화지수의
유사성과 제어 특성의 구현은 시뮬레이션에 잘 반영된 것으로 판단된다.
3.3 스케일업(scale up) 시뮬레이션 결과
스케일업 대상은 진천 친환경에너지타운에 설치된 태양열 계간 축열 시스템으로 집열면적 1,600 m
2, 계간 축열조 높이 10 m, 축열조 용량 4,200 m
3 그리고 1․2차측 순환 유량 1,500 lpm을 검증된 시뮬레이션에 입력하여 계산을 수행하였다.
시뮬레이션은 변유량(CF, VF)과 변위치(1VP, 2VP, 3VP) 제어의 조합으로 총 6가지 운전 모드에 대해 수행하였다. 여기서, 1VP,
2VP, 3VP의 숫자는 열교환된 축열매체가 축열조로 들어가는 입구의 개수를 의미하는데 1VP는 입구가 하나로 정위치이다. 시뮬레이션의 시간간격은
0.1h이다.
1일 시뮬레이션은 무부하 운전으로 집열효율과 성층화지수를 계산하였다. 이때, 축열조 초기 온도 분포는 상부 70℃, 하부 40℃로 나누어 극명한 성층화가
나타나도록 설정하였고 기상데이터는 일사량이 좋은 8월 2일 (계산시간 5,112~5,136시, 214일)을 적용하였다.
연간 시뮬레이션은 부하 운전으로 진천 친환경에너지타운의 사업단에서 제공해준 난방부하 데이터를 적용하여 집열효율과 태양열의존율을 계산하였으며
Fig. 11에 나타내었다. 축열조 초기 온도 분포는 하절기 충분히 열에너지를 저장한 상태로 가정하여 상․하부 모두 90℃로 설정하고 난방부하가 걸리는 10월부터
다음해 9월까지(1년) 계산을 수행하였다. 또한, 보조 히터를 적용하여 부족한 부하열량을 보충하였고 공급온도는 55℃로 설정하였다. 부하측 환수온도는
40℃로 설정했으며, 이때 부하측 유량은 난방부하와 공급온도에 따라 변화하는 변유량 제어 방식으로 최대 유량은 4,500 lpm이다.
3.3.1 1일 시뮬레이션 결과
Table 2와
Fig. 10에 스케일업 시뮬레이션 결과의 성층화지수와 그래프를 나타내었다. 총 6가지 운전 모드에 대한 시뮬레이션 비교 결과 집열 운전시간은 실험과 유사하게
변유량이 정유량보다 약 50분 정도 더 길게 운전되었다. 성층화지수는 변유량이 정유량보다 높은 결과를 보였으며, 변위치의 경우 축열조 입구의 개수가
많을수록 성층화지수가 높게 나타났다. 동일한 축열조 입구 개수를 갖는 변위치 제어라도 변유량(VF+1VP)이 정유량(CF+1VP)보다 더 높은 성층화지수를
보였다.
Table 2. Daily simulation results
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stratification index(18h), RTS
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CF
|
VF
|
|
1VP
|
0.403
|
0.730
|
|
2VP
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0.785
|
0.857
|
|
3VP
|
0.842
|
0.864
|
Fig. 10. Simulation result of stratification index in 6 modes
집열성능은 정유량(18.97 GJ)이 변유량(17.12 GJ)보다 약 10% 더 많은 에너지를 획득하여 집열 운전시간이 길어도 장시간 저유량으로 운전되면
성능이 저하되는 결과를 보였다.
3.3.2 연간 시뮬레이션 결과
Fig. 11에서 난방부하는 10월 말(7,200 h)부터 4월 말(2,880 h)까지 공급되었고
Table 3에 6가지 운전 방식에 대한 연간 집열효율과 태양열의존율의 결과를 나타내었다.
Fig. 11. Hourly thermal demand.
Table 3. Annual simulation results
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efficiency( η )
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solar fraction(SF)
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CF
|
VF
|
CF
|
VF
|
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1VP
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0.321
|
0.319
|
0.460
|
0.470
|
|
2VP
|
0.323
|
0.318
|
0.465
|
0.473
|
|
3VP
|
0.324
|
0.319
|
0.470
|
0.476
|
집열효율은 정유량 운전이 변유량 운전보다 높은 값을 보였지만 변위치의 입구 개수 증가에 대한 효율 차이는 큰 변화를 보이지 않았다. 태양열의존율은
변유량 운전이 정유량 운전보다 높은 성능을 보였으며, 변위치의 입구 개수가 증가할수록 더 좋은 성능을 나타내었다.
Fig. 12에 6가지 운전 방식에 대한 축열조 상․하부 온도와 부하신호를 나타내었다. 난방부하가 공급되는 10월 말부터 축열조 상․하부 온도는 모든 모드에서
급격히 하락하는 현상을 보였다. 1VP+CF 운전은 보조히터 공급온도인 55℃에 가장 먼저 도달한 반면 3VP+VF 운전은 가장 늦게 도달하며 오랜
시간 상부온도를 높게 유지하였다. 보조히터 동작은 축열조 상부온도가 55℃ 이하로 내려가는 12월부터 시작되었다.
Fig. 12. Simulation result graph of an annual temperature profile of the top and the bottom for 6 modes.
Fig. 13에 6가지 운전 방식에 대한 월별 집열효율과 태양열의존율을 나타내었다. 집열효율은 부하 유무와 상관없이 12개월 모두 정유량 운전이 변유량 운전보다
높게 계산되었다. 태양열의존율은 축열조 상부온도 변화, 일사 및 외기온도에 따른 집열 운전 조건이나 난방부하에 따라 월별 다른 결과를 보였다. 5~9월은
부하가 없어 태양열의존율은 0을 보인 것이다.
Fig. 13. Annual simulation result graph of 6 modes(efficiency, solar fraction).
집열효율은 1일 시뮬레이션 결과와 동일하게 정유량 운전이 변유량 운전보다 더 높았고 태양열의존율은 성층화지수 결과와 유사하게 변위치의 입구 개수가
많고 변유량이 적용된 경우가 더 높아 성층화 유지가 잘되는 축열조일수록 태양열의존율도 높음을 알 수 있었다.
4. 결 론
본 연구에서는 대형 축열조에 적합한 성층화 유지 방식으로 축열조 상부의 온도역전현상을 막기 위해 유량을 줄여 온도를 높이는 변유량과 축열조의 입구를
2개소 이상으로 하여 온도역전이 발생하면 바로 아래쪽 입구로 유입시키는 변위치 제어 방식를 제안하고 그 성능과 효과를 실험과 시뮬레이션을 이용하여
분석해 보았다.
(1) 변유량 제어 실험 결과로 유량 감소(최소 유량 33%)를 통해 열교환기 입․출구 온도차는 최대 1차측은 약 21 K, 2차측은 약 16 K까지
높였지만 정오시간 약 1시간을 제외한 전체 구간에서 축열조 상부온도보다 낮은 유입온도에 의한 온도역전현상으로 상부온도는 약 7.2 K 하락하며 성층화를
유지하지 못하였다.
(2) 변위치 제어 실험 결과 유로 변경으로 축열조 상부의 온도 저하를 막고 변유량 제어에 비해 더 많은 열에너지를 저장하였으나, 열교환기 입․출구
온도차는 최대 1차측은 약 10 K, 2차측은 약 8 K로 변유량 제어의 1/2 수준이였다.
(3) 결합된 제어 실험 결과로 변유량으로 높은 유입온도를 얻을 수 있었으며, 변위치로 축열조 상부영역의 온도 저하를 막을 수 있었다.
(4) 1일 시뮬레이션 결과 집열 운전시간은 변유량이 정유량보다 길고 집열효율은 정유량이 변유량보다 약 10% 더 많이 획득하였다. 성층화지수는 변유량이
정유량보다 높았으며, 변위치 단수가 많을수록 더 높게 나타났다.
(5) 연간 시뮬레이션 결과 집열효율은 정유량 운전이 가장 높았고 태양열의존율은 변유량에 변위치의 입구 개수가 많을수록 더 높았으며, 성층화 유지가
잘된 축열조가 태양열의존율도 높았다.
결론적으로 계간 축열의 운전 패턴에 적합한 성층화 기구를 적용하기 위해서는 많은 시간과 비용이 소요될 뿐만 아니라 축열조 내부에 삽입되어 운영되기
때문에 유지관리도 힘들고 그 성능도 보장할 수 없다. 본 연구에서 제시한 변유량 및 변위치 제어 기술은 적용과 유지관리가 용이할 뿐만 아니라 간단한
유입 입구의 위치 변경만으로도 온도역전을 막고 상부온도를 유지하면서 태양열의존율 향상의 효과를 보여 주었다.
후 기
본 연구는 한국에너지기술평가원의 지원을 받아 수행한 연구 과제임(과제번호 : 20163030081420).
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